1. 서 론

최근 롯데월드타워와 LCT 등 초고층 구조물이 증가하고 있으며, 이 구조물의 경제성 및 내구성을 확보하기 위해 SD700 고강도 철근이 개발되고 있다.

갈고리정착은 외부 보-기둥 접합부, 슬래브-벽체 접합부와 같이 작은 단면에서 직선 정착길이를 확보하지 못하는 경우에 사용하는 정착상세로, 갈고리에 발생하는 지압력을 이용하여 정착길이를 줄일 수 있다(Fig. 1). 콘크리트구조기준(KCI, 2012)에서 표준갈고리를 갖는 인장 이형철근의 정착길이 l_dh는 식 (1)의 기본정착길이(l_hb)에 보정계수를 곱하여 산정하도록 규정되어있다. 그러나 설계기준항복강도 550 MPa을 초과하는 철근을 사용하는 경우에는 횡보강철근에 대한 보정계수를 적용할 수 없으며, 철근의 설계기준항복강도(f_y)는 실험범위의 한계로 600 MPa을 상한값으로 규정되었다.

$$l_{hb}=0.24\frac{\beta d_bf_y}{\lambda\sqrt{f_{ck}}}$$

(1)

여기서, l_hb는 갈고리철근의 기본정착길이(mm), f_ck는 콘크리트 설계기준압축강도(MPa), f_y는 철근의 항복강도(MPa), d_b는 철근지름(mm), 𝛽는 철근 도막계수, 𝜆는 경량콘크리트계수이다. 횡보강철근과 피복두께에 따른 보정계수는 콘크리트 구조기준(KCI, 2012) 8.2.5에 따른다.

이 연구에서는 갈고리철근의 설계기준항복강도 제한을 확장하기 위한 기초자료 확보를 목표로 SD700 갈고리철근이 보 주철근으로 사용된 외부 보-기둥 접합부 실험을 실시하였다.

2. 선행 연구

콘크리트구조기준(KCI, 2012)에 배경이 되는 연구를 비롯하여 대표적인 갈고리철근 선행 연구를 정리하였다.

2.1 Marques and Jirsa(1975)

콘크리트구조기준(KCI, 2012)의 갈고리철근 정착길이 설계식은 설계기준항복강도 420 MPa의 갈고리철근을 사용한 Marqeus and Jirsa(1975)의 외부 보-기둥 접합부 연구결과를 바탕으로 개발되었다. Marques and Jirsa(1975)는 철근지름(22 mm, 36 mm), 갈고리형상(90°, 180°), 정착길이(2.2-11d_b), 측면피복두께(1-3.3d_b), 횡보강의 영향(기둥 주철근의 위치, 횡방향 철근배근)을 변수로 외부 보-기둥 접합부에 정착된 갈고리철근의 측면파열파괴 실험을 통해 정착성능을 평가하였다. 콘크리트는 설계기준압축강도 30 MPa을 사용하였다.

실험결과, 갈고리형상(90°, 180°)에 따른 거동의 차이는 없었으며, 접합부내에 횡보강근이 배근되거나, 정착길이가 길수록 갈고리철근의 정착강도가 증가하였다.

2.2 Soroushian, Obaseki, Nagi, and Rojas(1988)

Soroushian et al.(1988)은 설계기준항복강도 420 MPa인 90° 갈고리철근을 이용한 보-기둥 접합부 실험을 수행하였다. 실험변수는 철근지름(19 mm, 25 mm), 갈고리철근의 중심간 간격(146-159 mm), 콘크리트강도(25 MPa, 42 MPa), 접합부 내 횡보강근이다. 실험결과, 동일한 정착길이를 가질 때, 철근지름이 커질수록, 콘크리트강도가 높을수록 정착강도가 증가하는 것으로 나타났다.

2.3 Sperry et al.(2015)

Sperry et al.(2015)은 철근지름(16, 25, 36 mm), 정착길이(6-18.6d_b), 갈고리형상(90°, 180°), 콘크리트강도(34-103 MPa), 횡보강량을 변수로 외부 보-기둥 접합부 실험을 수행하였다. 철근은 ASTM A615(2016)에서 규정하는 설계기준항복강도 550 MPa 철근과 ASTM A1035(2016)에서 규정하는 설계기준항복강도 830 MPa의 갈고리철근을 사용하였다.

실험결과, 갈고리형상(90°, 180°)에 따른 거동 차이는 없었다. 횡보강이 증가할수록 갈고리철근의 정착강도는 증가하고, 동일한 정착길이를 가질 때 갈고리철근의 정착강도는 철근지름이 커질수록 증가하였다. Sperry et al.(2015) 연구에 사용된 830 MPa 고강도 철근은 합금강으로 KS D3504(2016)의 SD700철근과는 응력-변형률 곡선과 연신율 등이 상이하다.

2.4 Chun et al.(2017)

Chun et al.(2017), Bae et al.(2016)은 43 mm, 57 mm의 대구경 갈고리철근을 사용하여 외부 보-기둥 접합부 실험을 수행하였다. 실험변수는 정착길이, 콘크리트압축강도, 측면피복두께, 횡 방향 철근지수이며, 실험결과를 바탕으로 외부 보-기둥 접합부에 정착된 갈고리철근의 측면파열파괴강도 평가식(식 (2))을 제안하였다. 콘크리트구조기준(KCI, 2012)의 정착길이 설계식을 정착강도에 대한 식으로 변형한 식 (3)을 콘크리트구조기준에 따른 정착강도 평가식으로 정의하였다. 식 (3)은 정착길이와 콘크리트강도만을 정착강도의 영향요인으로 평가하고 있지만, Chun et al.(2017)의 평가식(식 (2))은 측면피복두께와 횡방향 철근의 영향도 고려하였다.

$$f_{p,\;chun}=\left(11.5\frac{l_{dh}}{d_b}+36.9\right)\left(0.24\frac{c_{so}}{d_b}+0.76\right)\left(1+0.1\frac{K_{tr}}{d_b}\right)\left(f_{ck}\right)^{0.2}$$

(2)

$$f_{p,\;KCI}=\frac{l_{dh}\sqrt{f_{ck}}}{0.24d_b}$$

(3)

여기서, c_so는 측면피복두께(mm), K_tr(=40A_tr/sn)은 횡방향 철근지수(mm), A_tr는 횡방향 철근의 전체 단면적(mm²), s는 횡방향 철근 중심간 간격(mm), n은 쪼개질 가능성이 있는 평면을 따라 설치된 갈고리철근 수이다.

3. 실험계획

3.1 실험방법

Fig. 2는 외부 보-기둥 접합부를 모사한 실험의 가력장치도로, 갈고리철근 정착길이 설계식의 근간이 되는 Marques and Jirsa(1975)의 실험방법과 동일한 방법을 사용하였다. 안전한 실험을 위해 기둥을 눕힌 상태로 실험하였다. 기둥에 보의 주철근인 90°의 갈고리철근을 정착시킨 후, 센터홀 오일잭을 이용하여 철근에 인장력을 가하였다. 갈고리철근에 직접 인장력을 가하기 위해 보 콘크리트는 타설하지 않았다. 보단부 모멘트로 유발된 압축력을 모사하기 위해 갈고리철근 인장력에 따른 압축영역을 형성하였다. 압축영역은 탄성중립축을 이용해 보의 압축면적을 산정하였다. 기둥의 상부와 하부에 힌지를 두고 접합부의 모멘트가 0이 되는 지점을 모사하여 외부 보-기둥 접합부 실험을 수행하였다.

3.2 실험변수

콘크리트구조기준(KCI, 2012)의 갈고리철근 정착길이 설계식(식 (1))과 Chun et al.(2017)의 측면파열파괴강도 평가식(식 (2))을 이용해 철근의 설계기준항복강도인 700 MPa을 상회하도록 실험변수를 설정하였다. 실험변수는 철근지름, 정착길이, 콘크리트 압축강도, 측면피복두께, 횡방향 철근지수이다. Table 1에 변수에 따른 실험체 목록을 나타내었다. 실험체명에서 L은 정착길이(L13=13d_b), 두 번째의 C는 측면피복두께(C1=1d_b), S는 콘크리트강도(S42=42 MPa), 마지막 C는 횡보강 유무를 나타낸다.

Table 1 Test matrix

Series	Specimens	ldh	cso	fck (MPa)	B × H × L (mm)	Transverse reinforcement (Ktr/db)	Expected strength (MPa)
							Eq. (3)	Eq. (2)
D22	L13-C1-S24	13db	1db	24	281×339×1935	-	265	352
	L13-C1-S42			42	281×339×1935	-	351	394
	L13-C1-S70			70	281×339×1935	-	453	436
	L13-C2-S42		2db	42	325×339×1935	-	351	488
	L13-C3-S42-C		3db		381×339×1935	3HD13@70 (3.29)	351	774
	L16-C1-S24	16db	1db	24	281×405×2243	-	327	417
	L16-C1-S42			42	281×405×2243	-	432	466
	L16-C1-S70			70	281×405×2243	-	558	517
	L16-C2-S42		2db	42	325×405×2243	-	432	578
	L16-C3-S42-C		3db		381×405×2243	3HD13@70 (3.29)	432	918
	L20-C1-S24	20db	1db	24	281×493×2653	-	408	504
	L20-C1-S42			42	281×493×2653	-	540	564
	L20-C1-S70			70	281×493×2653	-	697	624
	L20-C2-S42		2db	42	325×493×2653	-	540	699
	L23-C1-S42	23db	1db	42	281×559×2961	-	621	636
D35	L13-C2-S42	13db	2db	42	590×511×2115	-	351	488
	L13-C3-S42-C		3db		620×511×2115	3HD16@120 (1.89)	351	693
	L16-C1-S24	16db	1db	24	520×616×2465	-	327	417
	L16-C1-S42			42	520×616×2465	-	432	466
	L16-C1-S70			70	520×616×2465	-	558	517
	L16-C2-S42		2db	42	590×616×2465	-	432	578
	L16-C3-S42-C		3db		620×616×2465	3HD16@120 (1.89)	432	821
	L20-C1-S24	20db	1db	24	520×756×2935	-	408	504
	L20-C1-S42			42	520×756×2935	-	540	564
	L20-C1-S70			70	520×756×2935	-	697	624
	L20-C2-S42		2db	42	590×756×2935	-	540	699
	L23-C1-S24	23db	1db	24	520×861×3285	-	469	569
	L23-C1-S42			42	520×861×3285	-	621	636
	L23-C1-S70			70	520×861×3285	-	802	705
	L23-C2-S42		2db	42	590×861×3285	-	621	789

Notations: B, H, and L are width, height, and length of specimens, respectively; l_dh is a embedment length; c_so is clear side cover; and K_tr is transverse reinforcement index, refer to clause 8.2 of KCI 2012).

철근은 설계기준항복강도 700 MPa의 고강도철근을 사용하였으며, 보 주철근으로 가장 많이 사용되는 D22와 일반구조물에 사용되는 최대지름인 D35로 설정하였다. 정착길이는 측면파열파괴 면적을 증가시키는 요인으로 13d_b, 16d_b, 20d_b, 23d_b로 설정하였다. 설계기준압축강도 24 MPa, 42 MPa, 70 MPa인 콘크리트를 사용하였고, 측면피복두께는 최소피복두께 1d_b와 비교를 위한 2d_b로 설정하였다. 횡보강은 콘크리트구조기준(KCI, 2012)에 정의된 횡방향 철근지수(K_tr)을 이용하여 나타내었다. 무보강 실험체(Fig. 3(a))는 기둥 주철근과 후프 띠철근이 보 주철근 안쪽에 배치되어 측면파열파괴를 구속하지 않도록 하였으며, 횡보강 실험체(Fig. 3(b))는 기둥 주철근과 후프 띠철근이 보 주철근 밖에 배치되어 측면파열파괴를 구속할 수 있도록 변수를 설정하였다.

3.3 실험체 설계

이 실험의 설계파괴유형인 측면파열파괴만 발생하고, 접합부 전단파괴와 기둥의 휨 및 전단파괴를 방지하도록 실험체를 설계하였다. 접합부의 전단파괴는 ACI Committee 352R (2002)의 전단강도 산정식(식 (4))과 횡방향 철근량 산정식(식 (5))을 통해 실험체 단면치수를 선정하고, 횡방향 철근을 배근하였다. 기둥의 휨 및 전단파괴는 콘크리트구조기준(KCI, 2012)의 기둥 휨강도 및 전단강도 산정식을 이용하여 기둥의 휨철근 및 전단철근을 배근하였다.

$$V_n=0.083\gamma\sqrt{f_{ck}}b_jh_c$$

(4)

$$A_{sh}=0.3\frac{s_hb_c^"f_{ck}}{f_{yt}}\left(\frac{A_g}{A_c}-1\right)$$

(5)

여기서, 𝛾는 접합부 전단강도 계수로 접합부의 종류와 작용하중에 따라 다르며, 이 연구에서는 Type 1의 중간층 모서리 접합부 값인 15를 사용하였다. b_j와 h_c는 각각 접합부 유효폭과 기둥폭(mm), s_h는 횡보강철근의 중심간 간격(mm), $b_c^{"}$는 기둥의 횡보강철근 내부 폭(mm), A_g는 기둥의 전체면적(mm²), A_c는 기둥의 중심부(코어) 면적(mm²)이다.

이상적 파괴는 보의 소성힌지 형성이므로, ACI Committee 352R(2002)에 따라 상하기둥의 휨 강도 합이 보 휨강도의 1.2배 이상이 되도록 실험체를 설계하였다.

기둥 폭(B)은 센터홀 오일잭 2대가 간섭되지 않도록 설정하고, 높이(H)는 접합부의 압축스트럿이 갈고리를 충분히 구속하도록 최소화하였다. 콘크리트구조기준(KCI, 2012) 7장에 따라 기둥의 전단파괴가 발생되지 않도록 보강근을 배근하였다. 실험체의 배근상세도는 Fig. 3과 같다.

3.4 가력 및 계측방법

Fig. 2와 같이 갈고리철근이 정착된 실험체를 반력구조물 위에 놓고, 커플러를 사용하여 정착된 갈고리철근과 강봉을 연결하였다. 3,000 kN 용량의 센터 홀 오일잭 2대를 이용하여 갈고리철근에 연결된 강봉에 직접 인장력을 가하고, 오일잭에 로드셀을 연결하여 작용되는 하중값을 얻었다. 2대의 오일잭은 같은 펌프에 연결하여 동일한 하중을 작용시켰다. 부착과 갈고리지압의 영향을 평가하기 위해 Fig. 2에 표시된 것과 같이 갈고리 굽힘 시작위치에 2개씩 변형률게이지를 부착하였다. 정착된 2개의 갈고리철근 중 1개가 먼저 파괴되면 파괴된 갈고리철근에 연결된 오일잭의 유압을 차단하고, 파괴되지 않은 갈고리철근에 인장력을 계속 가하였다. 횡보강근이 배근되거나, 묻힘길이가 깊은 실험체는, 내력이 높아 철근의 실제 항복강도에 해당하는 하중 값까지 가력을 하여도 파괴가 되지 않는 경우가 있다. 철근파단으로 인한 사고발생을 방지하기 위해 사용된 갈고리철근의 실제 항복강도가 발현되면, 안전을 위해 실험을 중단하였다.

4. 실험결과

4.1 재료실험결과

콘크리트 압축강도실험은 가력 직후 실시하여 실험결과를 Table 2에 나타내었다. 설계기준압축강도 24 MPa, 42 MPa, 70 MPa의 실험일 압축강도는 D22-series 실험체는 32.0 MPa, 52.1 MPa, 65.1 MPa이고, D35-series 실험체는 각각 23.7 MPa, 41.8 MPa, 84.2 MPa이었다.

Table 2 Test results of concrete materials

Series	fck (MPa)	fcm (MPa)	Ec (MPa)	fsp (MPa)
D22	24	32.0	19,973	3.14
	42	52.1	21,825	3.49
	70	65.1	25,554	4.98
D35	24	23.7	16,556	2.81
	42	41.8	19,199	2.98
	70	84.2	30,387	5.69

Notations: f_cmis a measured compressive strength of concrete; E_c is a measured concrete elstic modulus; and f_sp is a measured splitting tensile strength of concrete.

철근의 인장강도시험은 영상계측법(IMETRUM, 2018)으로 실시하여 Table 3, Fig. 4에 실험결과를 나타내었다. D22철근의 항복 및 인장강도는 각각 794 MPa, 890 MPa이었고, D35철근의 항복 및 인장강도는 각각 701 MPa, 874 MPa이었다. 고강도철근은 Fig. 4와 같이 항복점이 불명확하기 때문에 콘크리트구조기준(KCI, 2012)의 2.2.3절에 따라 변형률 0.0035에 상응하는 응력값으로 항복강도를 산정하였다.

Table 3 Results of tensile test of hooked bars

series	fy (MPa)	ft (MPa)	Es (MPa)
D22	794	890	197,645
D35	701	874	188,726

Notations: f_t is a measured tensile strength of hooked bars and E_s is a measured elstic modulus of hooked bars.

4.2 파괴양상

안전을 위해 가력을 중단한 6개 실험체를 제외한, 모든 실험체에서 설계 의도대로 측면파열파괴가 발생하였다. 가력초기에는 부착에 의해 강도가 발현되어 Fig. 5(a)와 같이 가력이 시작되는 직선정착 하단부에서부터 균열이 발생하였다.

하중이 증가할수록 균열이 확산되고 폭이 커지면서 직선정착의 부착력이 상실되고 갈고리의 굽힘 부분으로 힘이 전달되었다. 최대하중에서 갈고리 굽힘 부분의 지압응력에 의해 압축변형이 생기고, 압축변형에 대한 푸아송 효과에 의해 횡방향 인장변형이 발생되며 측면피복 콘크리트가 갑자기 떨어져 나오는 측면파열파괴가 발생되었다(Fig. 5(b)). Fig. 3(b)와 같이 횡보강된 실험체는, 횡보강근이 횡방향 인장변형을 구속하여 높은 내력이 발현되기 때문에 안전을 위해 실험체를 중단한 경우도 있었다.

4.3 정착강도

갈고리철근의 정착강도(f_dh,e)는 측면파열파괴가 발생할 때 측정된 최대하중(P_e)을 갈고리철근의 단면적으로 나누어 산정하였다. 총 30개의 실험체로 각 실험체에 2개의 갈고리철근이 정착되어 총 60개의 정착강도 결과값을 얻었다. 각 실험체의 최대하중 값과 정착강도는 Table 4에 나타내었다. 갈고리철근의 정착강도는 갈고리부분에 가해지는 지압과 직선부분의 콘크리트와 철근사이의 부착에 의해 발생한다. 부착한 게이지의 변형률에 철근의 탄성계수를 곱하여 지압에 의해 발현된 철근강도(f_brg,e)를 산정하고, 갈고리철근의 정착강도(f_dh,e)와 지압에 의해 발현된 철근강도(f_brg,e)의 차를 부착에 의해 발현된 철근강도(f_b,e)로 산정하였다. Fig. 6에 D22-L20-C1-S42 실험체의 부착과 지압에 의해 발현된 강도를 그래프로 나타내었다. 범례의 F와 B는 각각 전면과 후면에 설치된 갈고리철근을 의미한다. 4.2절의 설명과 같이 가력초기에는 부착에 의해 강도가 발현되고, 하중이 증가할수록 균열의 폭이 넓어지며 부착력이 상실될 때 지압이 발현되고, 최종파괴 시 갈고리 지압에 의해 대부분의 정착강도가 발현되었다. 측면파열파괴가 발생하였을 때, 모든 정착강도가 갈고리 지압에 의해 발현되어 파괴 시 산정된 부착강도가 0인 실험체도 볼 수 있다.

Table 4 Typical specimen Failures (D22-L23-C1-S42)

Series	Specimens	failure mode	Pe [kN]	fdh,e	fbrg,e	fb,e	Test-to- prediction		Series	Specimens	failure mode	Pe [kN]	fdh,e	fbrg,e	fb,e	Test-to- prediction
				[MPa]	[MPa]	[MPa]	fdh, e/ fv, KCI	fdh, e/ fv, Chun					[MPa]	[MPa]	[MPa]	fdh, e/ fp, KCI	fdh, e/ fp, Chun
D22	L13-C1-S24	SF	163	421	315	106	1.37	1.13	D35	L13-C2-S42	SF	409	427	356	71	1.22	0.88
		SF	128	332	304	27	1.08	0.89			SF	426	445	396	49	1.27	0.91
	L13-C1-S42	SF	145	374	374	0	0.96	0.91		L13-C3-S42-C	SF	565	591	591	0	1.69	0.85
		SF	188	486	468	19	1.24	1.18			SF	670	700	638	62	2.00	1.01
	L13-C1-S70	SF	182	470	382	87	1.07	1.09		L16-C1-S24	SF	309	323	254	69	0.99	0.78
		SF	204	526	516	11	1.20	1.23			SF	368	384	306	78	1.18	0.92
	L13-C2-S42	SF	226	584	458	127	1.49	1.15		L16-C1-S42	SF	410	428	364	65	0.99	0.92
		SF	202	522	429	93	1.34	1.02			SF	444	464	403	62	1.07	0.99
	L13-C3-S42-C	Y	316	816	800	16	2.09	1.01		L16-C1-S70	SF	595	622	622	0	1.02	1.16
		SF	305	788	788	0	2.02	0.98			SF	618	646	646	0	1.06	1.21
	L16-C1-S24	SF	179	462	353	109	1.23	1.05		L16-C2-S42	SF	494	517	363	154	1.20	0.89
		SF	173	447	275	172	1.18	1.01			SF	559	585	473	111	1.36	1.01
	L16-C1-S42	SF	224	578	471	107	1.20	1.19		L16-C3-S42-C	SF	639	668	668	0	1.55	0.82
		SF	207	535	535	0	1.11	1.10			SF	747	781	755	26	1.82	0.95
	L16-C1-S70	SF	245	633	551	82	1.18	1.24		L20-C1-S24	SF	441	461	344	116	1.14	0.92
		SF	250	645	509	136	1.20	1.27			SF	431	450	255	195	1.11	0.90
	L16-C2-S42	SF	265	684	559	125	1.42	1.13		L20-C1-S42	SF	538	562	428	134	1.04	1.00
		SF	249	643	643	0	1.34	1.06			SF	617	645	439	207	1.19	1.14
	L16-C3-S42-C	Y	301	777	581	196	1.61	0.81		L20-C1-S70	Y	752	786	702	83	1.03	1.21
		Y	310	801	592	209	1.67	0.84			SF	720	753	676	77	0.98	1.16
	L20-C1-S24	SF	229	591	520	71	1.25	1.11		L20-C2-S42	SF	623	652	652	0	1.21	0.93
		SF	186	481	350	130	1.02	0.90			SF	694	725	675	50	1.34	1.04
	L20-C1-S42	SF	228	589	589	0	0.98	1.00		L23-C1-S24	SF	519	543	420	123	1.16	0.96
		SF	217	562	471	90	0.93	0.95			SF	534	558	371	188	1.20	0.98
	L20-C1-S70	SF	304	786	553	233	1.17	1.28		L23-C1-S42	SF	597	624	452	172	1.00	0.98
		SF	283	730	629	101	1.09	1.19			SF	650	680	520	160	1.09	1.07
	L20-C2-S42	Y	319	823	712	110	1.37	1.13		L23-C1-S70	Y	762	797	549	248	0.91	1.09
		SF	304	785	785	0	1.31	1.08			Y	754	788	464	324	0.90	1.08
	L23-C1-S42	SF	271	700	505	196	1.01	1.05		L23-C2-S42	SF	750	784	540	244	1.26	0.99
		SF	275	710	469	240	1.03	1.07			Y	755	789	527	262	1.27	1.00
						Avg.	1.27	1.07							Avg.	1.21	0.99
						Stdv.	0.27	0.12							Stdv.	0.25	0.11
						COV	22 %	11 %							COV	21 %	11 %

Notations: P_e is a measured maximum load; f_dh,e is a measured bar strength; f_brg,e is a measured hook bearing strength; f_b,e is a measured bond strength; f_p,Chun and f_p,KCI are predicted bar stregnths by Eq. (2) and Eq. (3), respectively; Y means a test that stopped after the hooked bar yielded; and SF means a side-face blowout.

4.4 설계기준(KCI, 2012)과 Chun et al.(2017) 평가식에 따른 정착강도 평가

실험으로 얻은 56개의 정착강도를 Fig. 7에서 식 (2), (3)으로 산정한 예상값과 비교하였다. 안전을 위해 철근 항복 후 가력을 중단한 실험체를 계속 가력하면 더 높은 정착강도가 발현될 것이다. 따라서 가력을 중단한 실험체는 정착강도 평가에서 제외하였다. [실험값]/[예측값]의 비율로 평가한 결과, 콘크리트구조기준(KCI, 2012)은 평균 1.24, 변동계수 21 %, Chun et al.(2017)은 평균 1.04, 변동계수 11 %로 나타났다(Table 5). 콘크리트구조기준(KCI, 2012)의 갈고리철근 정착길이 설계식에 고려된 안전율 1.25(Marques and Jirsa, 1975)를 고려하면, [실험값]/[예측값]의 평균 1.24는 매우 적절한 값으로 평가된다. Chun et al.(2017)의 평가식은 평균강도 예측식으로 550 MPa 철근으로 개발된 식이 SD700철근에도 유효하게 적용할 수 있는 것으로 판단된다. 측면피복두께와 횡방향 철근지수에 대한 영향을 고려하였기 때문에 Chun et al.(2017)의 측면파열파괴강도 평가식은 보다 정확한 강도예측이 가능하다.

Table 5 Statistical data of test-to-prediction ratios of bar stresses

	KCI(2012)	Chun et al.(2017)
Avg.	1.24	1.04
COV	21 %	11 %

5. 실험변수에 따른 평가식 분석

실험변수에 따른 정착강도의 특성을 분석하였다. 콘크리트 압축강도의 영향은 Chun et al.(2017)의 연구에 따라 0.2제곱에 비례하는 것으로 가정하였다.

5.1 철근지름과 정착길이의 영향

콘크리트구조기준(KCI, 2012)과 Chun et al.(2017)의 평가식 모두 갈고리철근의 정착강도는 정착길이에 비례하는 것으로 평가한다. 콘크리트압축강도의 영향을 배제하기 위해 실험값을 (f_ck)^0.2로 나누어 Fig. 8에 정착길이에 대한 실험값을 철근지름별로 나타내었다.

기존 평가식과 같이 갈고리철근의 정착강도는 정착길이에 비례하여 증가하였고, 철근지름의 영향이 거의 없는 것으로 나타났다. 정확한 평가를 위해 5 % 분위수의 t-검정을 실시한 결과, P=0.15로 D22와 D35 갈고리철근의 정착강도는 통계학적으로 차이가 없었다.

콘크리트구조기준(KCI, 2012)과 Chun et al.(2017) 제안식의 정착길이 영향에 대한 정확성을 평가하기 위해 측면피복두께가 1d_b이고, 정착길이를 제외한 다른 변수는 같은 실험체의 [실험값]/[예측값] 비율을 각 평가식에 따라 Fig. 9에 나타내었다. 콘크리트구조기준(KCI, 2012)은 정착길이가 증가할수록 추세선이 약간 감소하는 경향을 보였다. 반면, Chun et al.(2017)의 제안식은 정착길이에 따른 안전율의 변화가 적은 것으로 나타났다.

5.2 측면피복두께의 영향

콘크리트구조기준(KCI, 2012)의 정착길이 설계식에서는 측면피복두께를 고려하지 않으나, 측면피복두께는 측면파열파괴에 큰 영향을 주는 요인으로 Chun et al.(2017)의 측면파열파괴강도 평가식(식 (2))에서는 고려하고 있다. 측면피복두께에 따른 갈고리철근 정착강도를 평가하기 위해 정착길이가 16d_b이며 측면피복두께만 다른 실험체의 [실험값]/[예측값] 비율을 산정하여 Fig. 10에 나타내었다.

콘크리트구조기준(KCI, 2012)에서는 측면피복두께에 대한 영향을 고려하고 있지 않기 때문에 측면피복두께가 증가할수록 [실험값]/[예측값] 비율이 증가하여 측면피복두께에 대한 안전율의 변동이 큰 것으로 나타났다. Chun et al.(2017)의 측면파열파괴강도 평가식은 측면피복두께에 따른 안전율의 큰 변화가 없었다.

5.3 선행연구의 실험결과를 포함한 정착강도 평가

설계기준항복강도 700 MPa인 D22, D35 갈고리철근을 사용한 외부 보-기둥 접합부 실험결과와 현행설계기준의 근간이 되는 Marques and Jirsa(1975)의 420 MPa D22, D36 갈고리철근을 사용한 실험결과, 그리고 550 MPa D43, D57 갈고리철근을 사용한 Chun et al.(2017)의 실험결과를 포함하여 평가식을 비교하였다. Sperry et al.(2015)은 설계기준항복강도 830 MPa의 고강도철근을 사용하여 실험을 수행했지만, 사용된 철근은 ASTM 1035(2016)에서 규정된 합금강으로 KS D3504와 ASTM A615의 일반 구조용 철근과는 재료특성이 다르기 때문에 포함하지 않았다.

선행연구의 실험결과를 포함한 108개의 실험결과를 식 (3)과 (2)를 이용하여 예측값을 산정하였다. [실험값]/[예측값]의 비율로 평가한 결과, 콘크리트구조기준(KCI, 2012)은 평균 1.22, 변동계수 20 %, Chun et al.(2017)은 평균 1.02, 변동계수 12 %로 나타났다(Table 6).

Table 6 Statistical data of test-to-prediction ratios of bar stresses including previous studies

	KCI (2012)	Chun et al. (2017)
Avg.	1.22	1.02
COV	20 %	12 %

Chun et al.(2017)의 측면파열파괴강도 평가식을 사용하여 모든 실험값에 따른 예측값을 Fig. 11에 나타내었다. 측면피복두께와 횡방향 철근지수에 대한 영향을 고려한 Chun et al.(2017)의 측면파열파괴강도 평가식을 사용하면 철근지름과 철근강도에 무관하게 보다 정확한 강도를 예측할 수 있다.

6. 결 론

이 연구에서는 갈고리철근의 설계기준항복강도 제한을 확장하기 위한 기초자료 확보를 목표로 700 MPa의 고강도 철근을 사용한 갈고리철근의 외부 보-기둥 접합부 실험을 실시하였다. 연구결과를 정리하면 다음과 같다.

1) 안전을 위해 가력을 중단한 6개의 실험체를 제외한, 모든 실험체에서 갈고리의 굽힘부분에 집중된 지압응력에 의한 콘크리트 압축변형과 푸아송 비에 의한 횡방향 인장변형이 발생되어 측면피복콘크리트가 갑자기 탈락하는 측면파열파괴가 발생되었다.

2) 철근지름에 따른 정착강도를 위험수위 5 %의 t-검정을 통해 평가한 결과, P=0.15로 D22와 D35 갈고리철근의 정착강도는 통계적으로 동일한 특성을 가지는 것으로 평가되었다.

3) 실험값을 콘크리트구조기준(KCI, 2012)의 정착길이 설계식을 변형한 정착강도 평가식과 Chun et al.(2017)의 외부 보-기둥 접합부에 정착된 갈고리철근 측면파열파괴강도 평가식으로 산정된 예측값으로 평가한 결과, [실험값]/[예측값] 비율의 평균은 각각 1.24, 1.03, 변동계수는 각각 22 %, 12 %로 나타났다. 현행설계기준에 사용된 안전율 1.25를 고려하면 설계기준항복강도 700 MPa의 갈고리철근의 정착길이는 현행설계기준을 그대로 사용하여 산정할 수 있는 것으로 평가된다.

4) 측면피복두께와 횡방향 철근지수에 대한 영향을 고려한 Chun et al.(2017)의 측면파열파괴강도 평가식을 사용하여 선행연구의 실험결과를 포함한 108개의 실험결과를 평가한 결과, [실험값]/[예측값] 비율의 평균은1.02, 변동계수 12 %이었다.

5) 측면피복두께와 횡방향 철근 영향이 고려된 Chun et al.(2017)의 측면파열파괴강도 평가식을 사용하면 철근지름과 철근강도에 무관하게 보다 정확하게 강도를 예측할 수 있다.